鄧尤東, 李 桂, 劉 湛, 張博陽, 曾憲坤,5, 于廣明*

(1.中國建筑第五工程局有限公司,長沙 410004；2.中建隧道建設(shè)有限公司,重慶 401320；3.青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院,青島 266033；4.山東省高等學(xué)校藍(lán)色經(jīng)濟(jì)區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心,青島266033；5.青島高科建筑工程咨詢有限公司, 青島 266033)

由于城市軌道交通線路的規(guī)劃和地層條件的限制,在某些地鐵線路特殊區(qū)段需要設(shè)置坡度大于3%的大縱坡隧道[1]。針對(duì)大縱坡隧道施工問題,有學(xué)者做了研究。杜立杰[2]綜述了不同類型的全斷面巖石隧道掘進(jìn)機(jī)(tunnel boring machine, TBM)在大坡度隧道下坡掘進(jìn)工程中的應(yīng)用進(jìn)展。張志剛等[3]對(duì)水下隧道最大縱坡取值的合理性進(jìn)行了科學(xué)論證。李鐵成等[4]探究了長距離大坡度礦井隧道雙模式TBM的主要功能設(shè)計(jì)和選型配置。胡小強(qiáng)[5]采用有限元法,研究了不同縱坡值條件下,土體水平、豎向方向的變形規(guī)律。楊建喜等[6]設(shè)計(jì)了大坡度TBM雙隧道仰拱襯砌同步施工的臺(tái)車。陳鵬[7]對(duì)富水軟土地層大直徑泥水盾構(gòu)大坡度始發(fā)進(jìn)行了技術(shù)優(yōu)化。管會(huì)生等[8]分析了煤礦斜井埋深隧道的坡度對(duì)雙模式盾構(gòu)刀盤驅(qū)動(dòng)扭矩的影響。謝遠(yuǎn)堃[9]分析了引起軟土層大坡度盾構(gòu)隧道管片破損和上浮的原因。王俊[10]、彭輝等[11]從設(shè)計(jì)角度論述了復(fù)合式TBM在重慶地區(qū)最大地層縱坡為5%的適應(yīng)性。但上述研究較少涉及大縱坡隧道TBM不均勻千斤頂推力對(duì)管片結(jié)構(gòu)的影響,尤其是千斤頂推力的合力并非與管片截面形心重合時(shí),盾尾局部管片出現(xiàn)錯(cuò)臺(tái)、上浮甚至結(jié)構(gòu)失穩(wěn)等實(shí)際問題值得探討。

為此,以重慶軌道交通9號(hào)線劉家臺(tái)始發(fā)井—鯉魚池站區(qū)間復(fù)合式TBM隧道施工為背景,針對(duì)施工階段管片結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬,重點(diǎn)討論大縱坡隧道施工時(shí),管片結(jié)構(gòu)在TBM不均勻千斤頂推力作用下的力學(xué)響應(yīng),以期對(duì)大縱坡TBM隧道管片設(shè)計(jì)和施工提供理論依據(jù)。

1 工程概況

重慶軌道交通9號(hào)線1期工程劉家臺(tái)始發(fā)井—鯉魚池站區(qū)間為雙線雙洞,右線長度為452.125 m,左線長度為388.656 m,區(qū)間縱坡坡度為2%～4%,采用復(fù)合式TBM施工。區(qū)間上部覆蓋層為填土、粉質(zhì)黏土,下部基巖為中厚層砂質(zhì)泥巖夾砂巖。重點(diǎn)分析典型地質(zhì)剖面和隧道橫斷面,如圖1所示,上坡坡度為3.9%,隧道圍巖為中風(fēng)化砂巖,基本級(jí)別為Ⅳ級(jí),砂巖透水性相對(duì)較高,為基巖裂隙水的主要含水層。

圖1 典型地質(zhì)剖面及隧道橫斷面地層Fig. 1 Calculation of geological profiles and six typical cross sections of the section

隧道橫斷面為單心圓斷面,采用鋼筋混凝土管片襯砌,混凝土等級(jí)為C50,每環(huán)管片外徑為6.6 m,內(nèi)徑為5.9 m,厚度為0.35 m,長度為1.5 m。如圖2所示,管片分塊采用6塊方案,即1環(huán)管片由1個(gè)封頂塊(記為F,圓心角為15°)、3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)塊(分別記為B1、B2和B3,圓心角均為72°)及2個(gè)鄰接塊(分別記為L1和L2,圓心角均為64.5°)。環(huán)向和縱向螺栓均采用6.8級(jí)M27型彎螺栓。復(fù)合式TBM的推進(jìn)油缸數(shù)量為30根,每根設(shè)計(jì)推力為1 454 kN,最大推力為3 166 kN,千斤頂總推力為43 620 kN。采用分區(qū)操作復(fù)合式TBM推進(jìn)油缸的方式來控制復(fù)合式TBM的掘進(jìn)方向。

圖2 管片分塊示意圖Fig. 2 Diagram of pipe block

2 計(jì)算模型及參數(shù)

2.1 管片模型

采用有限元軟件Midas GTS NX進(jìn)行模擬計(jì)算,采用基于荷載-結(jié)構(gòu)法的縱向梁-彈簧模型[12]構(gòu)建隧道管片結(jié)構(gòu),模型示意圖如圖3所示,縱向計(jì)算長度選用32環(huán)(共48 m),相鄰管片環(huán)間采用錯(cuò)縫拼接方式,錯(cuò)縫角度為18°。取坐標(biāo)原點(diǎn)處第1環(huán)管片所在平面為自由端,第32環(huán)管片的自由度取為零。將千斤頂推力等效為均勻分布的線荷載,加載到盾尾首環(huán)管片形心軸線上。將環(huán)內(nèi)螺栓模擬作環(huán)內(nèi)彈簧并通過兩根環(huán)間彈簧固定在緊鄰管片環(huán)片上的對(duì)應(yīng)位置,以模擬相鄰管片在錯(cuò)縫搭接處的應(yīng)力集中效應(yīng)。采用線彈性直梁?jiǎn)卧M鋼筋混凝土管片,采用6剛度的彈性連接模擬環(huán)間螺栓和環(huán)內(nèi)螺栓,其中彈性剛度的取值參照文獻(xiàn)[12]選取經(jīng)驗(yàn)值,結(jié)構(gòu)計(jì)算采用非線性計(jì)算,同時(shí)采用曲面彈簧模擬地層與管片間的抗力效應(yīng),即用一定剛度的彈簧(只受壓)模擬因地層對(duì)結(jié)構(gòu)變形約束作用產(chǎn)生的形變壓力,管片結(jié)構(gòu)模型中包含4 064個(gè)梁?jiǎn)卧? 937根環(huán)間彈簧以及192個(gè)環(huán)內(nèi)彈簧。

圖3 計(jì)算模型示意圖Fig. 3 Schematic diagram of segment structure model

2.2 計(jì)算參數(shù)

因TBM隧道施工采用管片作為襯砌,環(huán)內(nèi)、環(huán)間螺栓的存在降低了管片結(jié)構(gòu)的整體強(qiáng)度與剛度,因此,在原管片結(jié)構(gòu)物理參數(shù)的基礎(chǔ)上乘以系數(shù)0.7進(jìn)行折減。巖土層及管片的物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

2.3 荷載模式

計(jì)算模型采用的荷載結(jié)構(gòu)體系如圖4所示,其中,管片所受的圍巖壓力為pe,并分為上覆圍巖均布?jí)毫e1以及水平圍巖均布?jí)毫e2,管片所受的水壓力為pw,管片結(jié)構(gòu)自身質(zhì)量為W,管片所受浮力為Fw。

表1 巖土層及管片的物理力學(xué)參數(shù)

圖4 荷載結(jié)構(gòu)體系示意圖Fig. 4 Schematic diagram of load structure system

將大縱坡TBM隧道的管片結(jié)構(gòu)所受的上覆圍巖壓力考慮為作用在隧道頂部的均布荷載。豎向松弛圍巖壓力pe1取為200 kN/m2。

大縱坡TBM隧道的管片結(jié)構(gòu)模型所受的水平圍巖壓力是作用在管片兩側(cè)的線性分布荷載,其大小通過垂直方向的圍巖壓力乘以側(cè)向巖土壓力系數(shù)來確定,即將pe1視作施加在隧道頂部水平面上的上部荷載,加上與深度(以隧道頂點(diǎn)為基點(diǎn))成正比的巖土體自重作為垂直荷載來計(jì)算水平圍巖壓力,其公式為

(1)

式(1)中:λ為側(cè)向巖土壓力系數(shù);γi為上覆第i層巖土體的重度；hi為上覆第i層巖土體的厚度。

管片結(jié)構(gòu)在沿縱向的任一橫斷面上,其所受的豎向圍巖壓力是相同的,其上的側(cè)向圍巖壓力取值均可對(duì)圖1中的6個(gè)典型橫斷面的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行插值計(jì)算得到,具體計(jì)算結(jié)果如表2所示,其中砂巖側(cè)向土壓力系數(shù)取0.45[12]。

作用在管片結(jié)構(gòu)上水壓力的分布形狀及其大小與土壓力一樣,分別按照垂直方向和水平方向施加,采用靜水壓力計(jì)算[13],具體公式為

表2 典型橫斷面的圍巖壓力計(jì)算結(jié)果

(2)

式(2)中:pw1為管片結(jié)構(gòu)頂部所受的水壓力；pw2為管片結(jié)構(gòu)底部所受的水壓力；Fw為管片結(jié)構(gòu)所受的浮力；pw為水的重度,kN/m-3；h1為隧道頂部至水位線的垂直距離,m；D0為隧道外徑,m；p0為大氣壓強(qiáng),kN/m2。

2.4 工況設(shè)置

大縱坡隧道TBM施工時(shí),由于前部前盾較重,具有向前方傾斜的趨勢(shì),所以上坡度推進(jìn)時(shí),往往加大下半部TBM千斤頂?shù)耐七M(jìn)能力,千斤頂推力的差異性會(huì)造成管片端部混凝土的不均勻壓縮變形,形成較大的縱向不平衡力矩。設(shè)千斤頂推力沿管片結(jié)構(gòu)的縱向以梁?jiǎn)卧奢d形式均勻作用在盾尾管片端面的型心曲線上,并假定在千斤頂總推力FD不變的情況下,按照下部推力大于上部推力的原則,對(duì)6塊不同圓心角的管片按圓心角的大小進(jìn)行分區(qū)并分配千斤頂推力,計(jì)算工況如表4所示,其中F1為封頂塊F的推力,F2為鄰接塊L1、L2的推力,F3為標(biāo)準(zhǔn)塊B1、B3的推力,F4為標(biāo)準(zhǔn)塊B2的推力。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 縱向位移

管片結(jié)構(gòu)的縱向位移云圖如圖5所示,可以看出,大縱坡隧道TBM時(shí)將不均勻的千斤頂推力作用在盾尾區(qū)首環(huán)管片的端面上時(shí),盾尾管片結(jié)構(gòu)將會(huì)產(chǎn)生明顯的錯(cuò)動(dòng)現(xiàn)象?？傮w來說,在距盾尾首環(huán)管片約4～5環(huán)內(nèi)的管片結(jié)構(gòu)上錯(cuò)動(dòng)現(xiàn)象較為明顯,且工況中各個(gè)首環(huán)管片端面上的上下錯(cuò)動(dòng)量介于1～7 mm。根據(jù)工況2和工況3,若盾尾首環(huán)管片的3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)塊上的千斤頂推力相應(yīng)增減1倍,即B1、B3塊上的千斤頂總推力增加1倍、同時(shí)B2塊上的千斤頂總推力減小50%時(shí),首環(huán)管片的上下錯(cuò)動(dòng)量將會(huì)減小54.2%；再者,由工況4和工況8可見,當(dāng)盾尾首環(huán)管片所受的千斤頂推力較均勻時(shí),若將封頂塊F上的千斤頂總推力取為零,這時(shí)管片結(jié)構(gòu)的上下錯(cuò)動(dòng)量變化是極小的,可忽略不計(jì)。

管片結(jié)構(gòu)的縱向錯(cuò)動(dòng)量與盾尾環(huán)上的千斤頂推力F4/(F1+F2+F3)的比值、管片距離盾尾的距離有較大關(guān)系。當(dāng)F4/(F1+F2+F3)>2.30時(shí)F塊與B2塊將會(huì)出現(xiàn)反向錯(cuò)動(dòng)現(xiàn)象,表明當(dāng)縱向頂推力合力的偏心距較大時(shí),盾尾管片橫斷面上的附加彎矩作用明顯,會(huì)使得盾尾區(qū)域內(nèi)相鄰環(huán)片于接縫上側(cè)的環(huán)間螺栓處出現(xiàn)拉應(yīng)力,這對(duì)抗拉強(qiáng)度較弱的混凝土是十分不利的,并且由工況2、5、6、7可知，上下反向錯(cuò)動(dòng)量會(huì)隨著比值(千斤頂合力偏心距)的增大而不斷增加。

管片結(jié)構(gòu)的縱向錯(cuò)動(dòng)量將會(huì)隨著管片距盾尾距離的增大而逐漸減小。當(dāng)盾尾首環(huán)管片上各區(qū)域間的千斤頂推力差值過大時(shí),縱向錯(cuò)動(dòng)量的衰減較慢,約在距盾尾20～25環(huán)時(shí)縱縫錯(cuò)動(dòng)才能基本消失。與此相反,當(dāng)盾尾首環(huán)管片上的千斤頂推力分布均勻時(shí),管片結(jié)構(gòu)的縱向錯(cuò)動(dòng)量衰減較快,約在距盾尾4～5環(huán)左右處錯(cuò)動(dòng)量便可降至1 mm以下,此處斷面上的管片環(huán)全斷面受壓且不會(huì)出現(xiàn)反向錯(cuò)動(dòng)現(xiàn)象。

3.2 縱向剪切應(yīng)力分析

管片結(jié)構(gòu)縱向剪切應(yīng)力云圖如圖6所示,可以看出,復(fù)合式TBM差值較大的不均勻千斤頂推力作用在盾尾首環(huán)管片的端面上時(shí),該管片環(huán)將會(huì)在兩側(cè)千斤頂推力差值最大的環(huán)內(nèi)螺栓處產(chǎn)生較大的縱向剪切效應(yīng),在該縱向剪切效應(yīng)和縱縫應(yīng)力集中效應(yīng)的耦合作用下,緊鄰盾尾環(huán)的相鄰管片環(huán)會(huì)在其相應(yīng)位置處發(fā)生剪切破壞。根據(jù)工況2和工況3,當(dāng)盾尾首環(huán)管片的3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)塊上的千斤頂推力相應(yīng)增減1倍,即B1、B3塊上的千斤頂總推力增加1倍同時(shí)B2塊上的千斤頂總推力減小50%時(shí),盾尾區(qū)管片結(jié)構(gòu)上的最大縱向剪切應(yīng)力將會(huì)減小60.91%。由工況4和工況8可見,當(dāng)盾尾區(qū)首環(huán)管片所受的千斤頂推力較均勻時(shí),若將封頂塊上的千斤頂總推力取為零,則管片結(jié)構(gòu)上的最大縱向剪切應(yīng)力將會(huì)增加21.544%。

表3 典型橫斷面的水壓力及浮力計(jì)算結(jié)果

表4 不均勻千斤頂推力計(jì)算工況

上述各工況中,最大的剪應(yīng)力為3 211.22 kN/m2,這足以使得強(qiáng)度等級(jí)為C50的混凝土管片發(fā)生剪切破壞[14]。因此盾尾環(huán)上相鄰管片的千斤頂推力差值過大對(duì)管片結(jié)構(gòu)是極其不利的。

管片結(jié)構(gòu)上的最大剪切應(yīng)力與螺栓兩側(cè)千斤頂推力的差值、管片距離盾尾的間距有較大關(guān)系。當(dāng)環(huán)內(nèi)螺栓兩側(cè)千斤頂差值≥22 000 kN時(shí)管片結(jié)構(gòu)上的剪切應(yīng)力即達(dá)到C50管片的抗剪極限。其中,若盾尾管片環(huán)上的千斤頂推力差值過大,則在距盾尾環(huán)2～3環(huán)內(nèi)的管片環(huán)上縱向剪切效應(yīng)最為明顯,管片環(huán)上的縱向切應(yīng)力將隨距盾尾間距的增加而逐漸衰減,雖然在緊鄰盾尾環(huán)的次環(huán)管片上剪切應(yīng)力會(huì)因應(yīng)力集中效應(yīng)略有增加,但距盾尾環(huán)2環(huán)以后管片結(jié)構(gòu)所受的縱向剪切應(yīng)力將會(huì)迅速減小,其中距盾尾2～3環(huán)內(nèi)剪切應(yīng)力的衰減幅度最大,約占總衰減量的60%以上,其次在距離盾尾5環(huán)后衰減幅度以極小值趨于穩(wěn)定,并且在距盾尾環(huán)20～25環(huán)左右處的管片結(jié)構(gòu)所受的剪切效應(yīng)微乎其微對(duì)其不具威脅故可以忽略其影響。相反,盾尾環(huán)上千斤頂推力越均勻,剪切效應(yīng)的影響范圍越小，并且剪切應(yīng)力分布較均勻,均勻的千斤頂推力僅會(huì)在盾尾的首環(huán)管片上產(chǎn)生較大剪切效應(yīng)并且不足以導(dǎo)致管片剪壞,管片環(huán)上的縱向切應(yīng)力將隨距盾尾間距的增加而逐漸衰減,其中距盾尾2～3環(huán)內(nèi)剪切應(yīng)力的衰減幅度最大,約占總衰減量的80%以上。

3.3 軸向扭轉(zhuǎn)應(yīng)力

管片結(jié)構(gòu)的軸向扭轉(zhuǎn)應(yīng)力計(jì)算云圖如圖7所示,可以看出,TBM在大縱坡段施工,當(dāng)盾尾首環(huán)管片的端面上承受不均勻的千斤頂作用力時(shí),管片結(jié)構(gòu)將會(huì)在不均勻的千斤頂推力以及其周圍地層荷載的耦合作用下產(chǎn)生不均勻的軸向扭轉(zhuǎn)應(yīng)力,并且,就上述各工況而言管片結(jié)構(gòu)所承受的最大扭轉(zhuǎn)應(yīng)力為2 405.17 kN/m2,其出現(xiàn)在推力差值最大的環(huán)內(nèi)螺栓處,是地層荷載、千斤頂頂推力差與縱縫應(yīng)力集中效應(yīng)相耦合的結(jié)果。依工況2和工況3可知,當(dāng)盾尾首環(huán)管片的3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)塊上的千斤頂推力相應(yīng)各增、減1倍,即B1、B3塊上的千斤頂總推力增加1倍同時(shí)B2塊上的千斤頂總推力減小50%時(shí),盾尾區(qū)管片結(jié)構(gòu)上的最大軸向扭轉(zhuǎn)應(yīng)力將會(huì)減小91.23%。由工況4和工況8可見,當(dāng)盾尾區(qū)首環(huán)管片所受的千斤頂推力較均勻時(shí),若將封頂塊上的千斤頂總推力取為零,這時(shí)管片結(jié)構(gòu)上的最大軸向扭轉(zhuǎn)應(yīng)力將會(huì)增加38.637%。管片結(jié)構(gòu)所承受的扭轉(zhuǎn)應(yīng)力的大小及分布與盾尾首環(huán)管片上各區(qū)塊間的單位千斤頂推力差值、管片環(huán)距離盾尾的距離有較大關(guān)系。總體來說,當(dāng)盾尾首環(huán)管片上相鄰區(qū)塊間的單位千斤頂推力差值過大時(shí),在距盾尾7～8環(huán)內(nèi)管片環(huán)上的軸向扭轉(zhuǎn)效應(yīng)最為明顯且扭轉(zhuǎn)應(yīng)力也較大。管片環(huán)上的軸向扭轉(zhuǎn)應(yīng)力將隨距盾尾間距的增加而逐漸衰減,距盾尾4環(huán)以后軸向扭轉(zhuǎn)應(yīng)力迅速減小,在距盾尾20～25環(huán)左右處管片環(huán)的軸向扭轉(zhuǎn)效應(yīng)微乎其微,對(duì)管片結(jié)構(gòu)不具威脅,故可以忽略其影響。

盾尾首環(huán)管片上的單位千斤頂推力分布越均勻,則整個(gè)管片結(jié)構(gòu)上所產(chǎn)生的最大軸向扭轉(zhuǎn)應(yīng)力越小。均勻的千斤頂推力僅會(huì)在距離盾尾3～4環(huán)內(nèi)產(chǎn)生較大扭轉(zhuǎn)應(yīng)力并且不足以導(dǎo)致管片破壞。距離盾尾5環(huán)后扭轉(zhuǎn)效應(yīng)的影響迅速衰減。

4 不均勻千斤頂推力的控制措施

綜上所述,為調(diào)向大縱坡隧道TBM所產(chǎn)生的不均勻千斤頂推力對(duì)既有管片結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的不利影響,尋求能夠控制TBM施工掘進(jìn)推力的有效措施就顯得具有重要意義。為規(guī)范復(fù)合式TBM在大縱坡隧道的掘進(jìn)推力,給出以下措施。

(1)在總掘進(jìn)推力為定值的前提下盡量減少千斤頂油缸的分區(qū)數(shù)量,分區(qū)數(shù)量控制在4～5為宜,盡量不要讓環(huán)內(nèi)螺栓處于兩個(gè)不同的千斤頂推力區(qū)域塊之間。最優(yōu)的方案應(yīng)該是讓所有環(huán)內(nèi)螺栓的縱向接縫都處在某一千斤頂推力區(qū)塊的內(nèi)部,并且盡量不要使單一區(qū)域內(nèi)千斤頂?shù)耐屏^大,以免使緊鄰盾尾首環(huán)管片的第2環(huán)管片,在首環(huán)管片的環(huán)內(nèi)螺栓所對(duì)應(yīng)的縱向接縫處產(chǎn)生明顯的應(yīng)力集中效應(yīng)。

(2)保持總掘進(jìn)推力為定值并盡量使管片結(jié)構(gòu)上的千斤頂推力更均勻的分布。首先,在保持千斤頂推力分布均勻的前提下應(yīng)避免使某一區(qū)塊上的千斤頂總推力為零,從而防止管片結(jié)構(gòu)在該區(qū)塊的分區(qū)交界處出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中；其次,如若進(jìn)行調(diào)向而千斤頂推力必須要進(jìn)行調(diào)整時(shí),相鄰千斤頂區(qū)域塊上的單位千斤頂推力差應(yīng)控制在較小范圍內(nèi),就上坡施工而言,應(yīng)該盡量使不同區(qū)域塊上的油缸總推力從下至上按照一個(gè)較小的梯度進(jìn)行衰減。針對(duì)上述工況,即需要使各千斤頂推力區(qū)塊上的單位千斤頂推力按小梯度進(jìn)行遞減,遞減梯度盡量控制在1.1～2.8,從而避免管片上下反向錯(cuò)動(dòng)或局部壓碎現(xiàn)象的出現(xiàn)。

(3)在距盾尾首環(huán)管片4～5環(huán)范圍內(nèi)的不均勻千斤頂推力會(huì)對(duì)既有管片結(jié)構(gòu)產(chǎn)生明顯影響,因而施工過程中,應(yīng)實(shí)時(shí)監(jiān)控既有管片結(jié)構(gòu)前5環(huán)的位移和受力狀態(tài),當(dāng)有不良質(zhì)量問題(如管片結(jié)構(gòu)滲水、管片局部破裂和環(huán)間錯(cuò)臺(tái)等)出現(xiàn)時(shí),應(yīng)及時(shí)對(duì)千斤頂推力進(jìn)行調(diào)整,如若問題仍未解決,則應(yīng)在保證經(jīng)濟(jì)實(shí)用的前提下對(duì)管片結(jié)構(gòu)采取增加環(huán)間接頭螺栓數(shù)量、改變管片材料性質(zhì)等措施。

5 結(jié)論

通過大縱坡TBM隧道數(shù)值模擬研究,對(duì)施工階段的管片力學(xué)效應(yīng)分析,得到以下結(jié)論。

(1)大縱坡隧道TBM反作用于既有管片結(jié)構(gòu)的不均勻千斤頂推力,將會(huì)對(duì)既有管片結(jié)構(gòu)產(chǎn)生明顯的附加作用力,主要體現(xiàn)在過大的偏心千斤頂推力在盾尾管片結(jié)構(gòu)上產(chǎn)生的縱向的反向錯(cuò)動(dòng)、縱向剪切應(yīng)力的局部集中、軸向扭轉(zhuǎn)應(yīng)力的局部集中效應(yīng)。

(2)附加彎矩所產(chǎn)生的反向錯(cuò)動(dòng)現(xiàn)象可能會(huì)使管片結(jié)構(gòu)在環(huán)間螺栓接頭面出現(xiàn)混凝土管片局部拉裂、滲水等質(zhì)量問題。管片結(jié)構(gòu)反向錯(cuò)動(dòng)現(xiàn)象中上側(cè)的位移量相較于下側(cè)的位移量是極小的。再者,不均勻的千斤頂推力在盾尾管片上所產(chǎn)生的縱向剪切應(yīng)力的局部集中效應(yīng)則更為危險(xiǎn)。因?yàn)榧扔泄芷Y(jié)構(gòu),會(huì)在不均勻千斤頂推力的作用下產(chǎn)生較大的縱向剪切應(yīng)力,這會(huì)導(dǎo)致盾尾首環(huán)管片在應(yīng)力集中處發(fā)生剪切破壞,而且局部區(qū)域內(nèi)過大的千斤頂推力會(huì)在首環(huán)管片的環(huán)內(nèi)螺栓處形成應(yīng)力集中效應(yīng),該效應(yīng)會(huì)使次環(huán)管片在相應(yīng)位置處產(chǎn)生更大的縱向剪切應(yīng)力,因而極易使管片結(jié)構(gòu)在施工過程中出現(xiàn)局部碎裂等質(zhì)量問題。

(3)反向錯(cuò)動(dòng)、應(yīng)力集中現(xiàn)象與各千斤頂推力區(qū)塊上的總推力及其對(duì)應(yīng)的面積關(guān)系最大。當(dāng)盾尾管片環(huán)上各區(qū)域間的單位千斤頂推力按照一個(gè)小的遞減梯度遞減時(shí),軸向扭轉(zhuǎn)應(yīng)力的衰減量要遠(yuǎn)大于縱向剪切應(yīng)力的衰減量,縱向剪切應(yīng)力的衰減量略大于反向錯(cuò)動(dòng)量的衰減量。所以,可以通過調(diào)整各分區(qū)區(qū)塊上的千斤頂推力,將管片結(jié)構(gòu)的軸向扭轉(zhuǎn)應(yīng)力控制在較小值,既能有效控制其縱向剪切破壞的發(fā)生,又可以避免其反向錯(cuò)動(dòng)現(xiàn)象的出現(xiàn)。

(4)在千斤頂推力分布均勻的前提下,如若某一區(qū)塊上的千斤頂總推力為零,則管片結(jié)構(gòu)會(huì)在該區(qū)塊的邊界處出現(xiàn)明顯的應(yīng)力突增現(xiàn)象。大縱坡隧道管片結(jié)構(gòu)在復(fù)合式TBM千斤頂推力分布較均勻的前提下,若令盾尾首環(huán)管片中封頂塊上的千斤頂推力為零,則這時(shí)管片結(jié)構(gòu)上的反向錯(cuò)動(dòng)量沒有明顯變化,但管片結(jié)構(gòu)上的最大縱向剪切應(yīng)力和最大軸向扭轉(zhuǎn)應(yīng)力卻均會(huì)有所增加,且最大軸向扭轉(zhuǎn)應(yīng)力的增加量略大于最大縱向剪切應(yīng)力的增加量。